闫文赏1,2 苏幼坡1,3 陈建伟1,2
(1.华北理工大学建筑工程学院, 河北唐山 063009； 2.唐山市绿色建筑产业技术研究院， 河北唐山 063009；3.河北省地震工程研究中心， 河北唐山 063009)
摘 要： 完成了3个截面形式分别为一字形、L形和工字形的1∶3缩尺两层单跨预制钢管混凝土剪力墙的拟静力加载试验，研究了箍筋插销连接的竖向接缝的抗剪性能，并与国内外学者及有关设计规范中提出的抗剪承载力公式计算值进行了对比。结果表明：混凝土齿槽的作用对竖向接缝总抗剪承载力的贡献远远小于抗剪钢筋的销栓作用；剪力墙底部截面的抗剪承载力对竖向接缝的变形破坏也有显著影响，墙底部截面抗剪承载力较高时，竖向接缝不易发生破坏。对预制装配式剪力墙结构，要想保证竖向接缝的可靠性，必须首先保证水平接缝的抗剪能力。
关键词： 预制剪力墙； 竖向接缝； 箍筋插销连接； 抗剪承载力
为了满足节能减排和可持续发展的要求，预制结构已成为了国内外学者研究的重点。在国外发达国家，预制混凝土结构在整个建筑领域已占有了相当大的比例，美国约为35%，欧洲为35%～40%，俄罗斯约为50%，日本则超过了50%，而在我国却还不足5%，这也充分说明装配式结构在我国具有非常大的发展潜力和开发市场，而预制结构要想得到全面推广，实现产业化，构件的连接方式和节点的抗震性能是亟待解决的两个重要问题。
接缝是预制钢筋混凝土结构的最薄弱环节，接缝连接质量的好坏直接影响预制钢筋混凝土结构的抗震性能、整体性和稳定性。其中，竖向接缝传递预制剪力墙墙体之间的相互作用，影响结构的变形和耗能能力。目前应用于预制结构竖向接缝的连接方式主要为湿法和干法。湿法连接主要指预留后浇带连接，干法连接主要指螺栓连接和焊接。美国NIST研究项目中进行了竖向接缝为螺栓连接和焊接连接的低周反复加载试验研究[1]。F J Crisafulli等研究了一种利用开有圆孔的矩形钢板作为连接件的新型焊接连接竖向接缝的抗震性能[2]。O Pekau 等通过试验分析发现，沿竖向拼缝布置摩擦型机械连接件能够改善大板结构抗震性能的效果[3]。陈建伟等在2015年通过拟静力对比试验指出了箍筋插销连接的竖向接缝是可靠的[4]。随后，万里波等的对比试验分析也说明了竖向接缝箍筋插销连接的剪力墙受力性能良好，连接可靠[5]。
本文研究内容来源于课题组自主研发的一种新型剪力墙结构体系，如图1所示。它是一种将内嵌于墙体内的圆形钢管混凝土作为边框与剪力墙板结合起来发挥其组合效应的装配式钢管混凝土组合剪力墙结构，主要由钢管混凝土边框和剪力墙板两部分组成。其中，钢管混凝土边框又由圆形钢管混凝土、钢管连接套筒以及矩形箍筋三部分组成。剪力墙板内设置了由水平和竖向分布钢筋组成的钢筋网，墙板上边缘预埋钢筋连接套筒，下边缘预留竖向插筋。边框和墙板由水平分布钢筋与圆形边框钢管通过焊接连接，上下层墙体通过预埋钢筋套筒和钢管套筒进行灌浆连接，水平墙体之间通过现浇竖向接缝由箍筋插销方式进行连接。钢管混凝土边框的存在能够进一步提高结构的抗震能力和整体性能。
1—上层楼板顶面结构标高；2—钢管连接套筒；3—水平分布钢筋；4—矩形箍筋；5—竖向分布钢筋；6—剪力墙板；7—钢管混凝土边框；8—下层楼板顶面结构标高。
图1 结构单元示意
Fig.1 Schematic diagram of structural unit
本文总结分析了国内外专家学者及各国规范提出的关于预制钢筋混凝土结构竖向接缝抗剪性能的影响因素与计算公式，并结合课题组所进行的相关试验研究，针对其中箍筋插销连接的竖向拼缝的抗剪强度进行了对比分析。
随着预制结构研究的升温，越来越多的国内外学者将研究重点放在了接缝性能，尤其是其抗剪承载力方面。通过Chakrabarti[6]、钱稼茹[7]等学者的研究，影响竖向拼缝抗剪性能的主要因素包括剪切钢筋配筋率、键槽尺寸、个数、形状及拼缝宽度等。在剪切摩擦-销栓作用理论的基础上，国内外学者提出一系列适用于不同条件的竖向接缝抗剪承载力计算公式。
A Cholewicki提出了分别对应于拼缝发生对角裂缝破坏和非对角裂缝破坏两种情形的竖向拼缝抗剪计算公式，并且在试验基础上讨论了剪力键形状、面积以及配筋率等结构参数对拼缝抗剪承载能力的影响[8]。Chakrabarti 等给出了竖向拼缝抗剪承载力以及剪切刚度的计算公式[6]。但是，该公式基于静力试验的基础且仅适用于拼缝没有发生分离破坏时的情况。Abdul-Wahab给出了一个考虑销栓和纤维作用的理论模型，为以后的规范修正和研究分析提供了参考依据[9]。
杨勇在2011年针对预制混凝土构件竖向拼接的结合面性能及其对墙体的抗震性能的影响，完成了25个结合面抗剪试件的静力直剪试验[10]。直剪试验考虑了结合面钢筋、剪力键槽、正应力等主要参数，并对考虑不同配筋率和接缝宽度的装配式钢筋混凝土试件进行了低周反复荷载试验,重点研究了接合筋“压力-摩擦”剪切钢筋的销栓、剪切摩擦力共同作用的结合面抗剪承载力设计计算公式。
常业军、宋国华等对18榀不同配筋率和接缝宽度的装配式钢筋混凝土试件进行了低周反复荷载试验,重点研究了接合筋“压力-摩擦”抗剪作用及接缝宽度变化对混凝土抗剪强度的影响[11]。同时，认真研究了国内外规范中关于装配式钢筋混凝土结构竖向齿槽接缝的抗剪机理及抗剪承载力计算公式，并对这些计算式进行了分析总结，指出了各种计算公式的可取与不足之处。这为我国学者进行装配式钢筋混凝土结构竖向齿槽接缝承载力的研究提供了良好的基础。
通过研究分析国内外学者和各国规范中有关竖向接缝抗剪承载力的计算公式，总结出了以下5个比较典型的计算公式。
1)在日本规范[12]中，预制混凝土结构竖向齿槽拼缝的抗剪承载力主要由三部分组成，分别为剪切钢筋自身提供的抵抗承载力V1，齿槽截面提供的抵抗承载力V2和剪切钢筋销栓作用提供的承载力V3。三部分承载力的计算式如下：
(1)
式中：L为竖向拼缝宽度；a、h、H分别为齿槽的深度、长度、间距；ct为剪切钢筋的屈服强度降低系数；As、fy分别为剪切钢筋的总面积、屈服强度的设计值。
V2=0.09σbh
(2)
式中:σ为接缝中混凝土的抗压强度和墙板混凝土的抗压强度之中的较小者；b为竖向拼接缝厚度。
(3)
式中：cdp、cdj分别为墙板混凝土、接缝混凝土的抗压强度系数，钢筋直径d>13 mm时，取3.0，d=9～13 mm时，取5.0；σdp、σbj分别为墙板混凝土、接缝混凝土的抗压强度设计值；cm为剪切钢筋的屈服强度降低系数，取0.45；n为剪切钢筋的根数。
由以上三种承载力叠加得到竖向齿槽拼缝的抗剪承载力。即：
V=V1+V2+V3
(4)
2)美国ACI规范[13]提出了考虑钢筋销栓作用和剪切摩擦作用的计算公式，但此公式忽略了结合面附近混凝土强度的影响，而以调整系数来修正。
V=1.4Asfy
(5)
式中：As、fy分别为剪切钢筋的总面积、屈服强度的设计值。
3)在我国JGJ 1—91《装配式大板居住建筑设计和施工规程》[14]中规定，抗震设计时，大板结构中墙板竖向拼缝的抗剪承载力Vj按式(6)计算:
(6)
式中：γRE为承载力抗震调整系数, 取0.85；ξ为群键共同工作系数；nk、nj分别为拼缝中混凝土销键及节点个数；Ak、Aj为单个销键和节点的抗剪截面面积；As、fy分别为剪切钢筋的总面积、屈服强度的设计值；fjv为销键混凝土的抗剪强度设计值。
4)杨勇提出的考虑剪切钢筋的销栓、剪切摩擦力共同作用的结合面抗剪承载力设计计算公式为[10]：
Vu= 0.8[ξnkAkfjv+0.7α∑Asfy+
(7)
式中：α为钢筋拉应力与钢筋屈服强度的比值，是同时考虑剪切钢筋两种作用时选用的系数，取为0.8；ks为销栓作用系数，取为 1.2；As、 fy分别为剪切钢筋的总面积、屈服强度的设计值；Ak为单个销键抗剪截面面积；fjv为键槽内混凝土的抗剪强度设计值；μ为摩擦系数，取为 0.7；N为正压力。
5)常业军、宋国华等通过试验结果建立了齿槽接缝宽度在20～200 mm的装配式钢筋混凝土构件竖向齿槽接缝抗剪承载力验算式[11]：
(8)
其中 ν=0.7-fc/200
式中：γRE为承载力抗震调整系数，取0.85；ν为混凝土强度折减系数；fc为接缝混凝土抗压强度；As、 fy分别为剪切钢筋的总面积、屈服强度的设计值；a、b分别为齿深、齿厚；θ为斜压杆方向与接缝中分线的夹角；n′为齿槽个数，当接缝宽度较小时, 斜压杆在一个齿槽内形成，n′=1；当接缝宽度较大时, 斜压杆在两个齿槽内形成，n′=2；α为接合筋强度折减系数, 取0.758；μ为混凝土表面的剪切摩擦系数，参照美国318-83《ACI建筑规范》，整体式混凝土μ=1.4，专门粗糙化的混凝土接触面μ=1.0，未处理的混凝土接触面μ=0.6。
a—正立面；b—侧立面；c—A—A剖面。
1—现浇楼板；2—预制翼缘；3—预制墙体；4—现浇竖缝；5—边框钢管。
图2 试件WC-1立面
Fig.2 Elevation of specimen WC-1
试验中设计了3个墙体截面形式分别为一字形、L形和工字形的1∶3缩尺的两层单跨预制钢管混凝土剪力墙试件，试件编号为WC-1—WC-3，几何尺寸如图2所示(以试件WC-1为例)，整体配筋如图3所示，竖向接缝采用箍筋插销的湿法连接方法，由水平筋外露形成的U形筋与矩形连接箍筋环组成的钢筋骨架内插入4根纵筋，再通过后浇混凝土进行连接，其构造如图4所示。表1和表2分别列出了试件所采用的混凝土抗压强度和钢筋的力学性能实测值。
a—WC-1；b—WC-2；c—WC-3。
1—
a—L形接缝; b—一字形接缝；c—工字形接缝。
1—现浇混凝土；2—箍筋；3—锚环；4—纵筋；5—粗糙面。
图4 竖缝连接节点构造
Fig.4 Details of vertical joint
为了满足JGJ 3—2010《高层建筑混凝土结构技术规程》中高层建筑剪跨比不小于3的要求，试验采用500 kN的水平拉压液压伺服作动器通过辅助加载架对试件进行低周往复荷载试验，加载装置如图5所示。试验过程采用位移控制，以试件受拉方向为正向，受推方向为负向。
表1 混凝土抗压强度
Table 1 Compressive strength of concrete
试件抗压强度/MPa立方体抗压强度平均值/MPaWC-14313431944084408WC-24731438943324104WC-34883497845985453
表2 钢管与钢筋的力学特性
Table 2 Mechanical properties of steel tubes and steel bars
类别直径/mm屈服强度fy/MPa极限强度fb/MPa弹性模量Es/105MPa钢筋840159722310413606200钢管102384534204133327453183
1—反力墙；2—500 kN作动器；3—加载连接架；4—加载架；5—挡板；6—试件；7—竖缝；8—侧向约束；9—反力架。
图5 加载装置示意
Fig.5 Loading set-up
注：YSY-1、YSY-2、YSY-3、YSY-4为引伸计编号。
图6 位移测点布置
Fig.6 Arrangement of displacement measuring points
剪力墙竖向接缝的工作性能直接影响着装配式剪力墙结构的整体受力性能与抗震性能。为了了解竖向接缝的可靠性，在每层墙体拼缝竖直中心两边分别设置了引伸计来测定竖向拼缝连接处的滑动位移，仪器布置如图6所示。通过引伸计测量结果的平均值绘制如图7所示的竖向拼缝滑移曲线(由于试件WC-3东侧钢管节点破坏，故不研究东侧竖缝的滑移)。可以看出：第1、2层墙体竖缝处的滑移量均小于0.02 mm，基本没有错动，宏观上体现了竖向接缝连接的可靠性。
以试件WC-3竖缝抗剪承载力计算模型为例，见图8。由式(9a)可以计算出任意横截面处剪应力，然后根据剪应力互等定理可知与横截面相垂直的竖向截面相应位置处剪应力大小与式(9a)计算数值相等，方向垂直，所以可以直接通过式(9c)计算出拼缝竖向截面剪力V的大小。
图8 竖向接缝抗剪承载力计算模型
Fig.8 Computation model of shear bearing capacity of vertical joints
(9a)
a+b=hw-2hf且b≥a
(9b)
V=τhbw
(9c)
式中：τ为横截面任一点处的应力值；Vi为横截面剪力值；Iz为横截面对中和轴的惯性矩；bw、bf分别为腹板宽度和翼缘宽度；b为剪力计算截面处与翼缘之间的距离；a为剪力计算截面处与另一翼缘之间的距离；hf为翼缘厚度；h为墙体竖向截面高度。
已有研究结果表明，本试验中竖向接缝的抗剪作用主要由水平钢筋剪切-摩擦作用所产生的界面摩擦力和水平钢筋的销栓作用两部分组成，根据总结的文献和规范中关于竖向接缝抗剪承载力的计算公式，并结合本试验的实际情况，计算得到试件WC-1—WC-3竖向拼缝的抗剪承载力，如表3所示。
基于表3列出的数据，首先针对试件WC-1的抗剪承载力数据进行纵向比较，可以得到以下结论：
1)日本规范中提出的计算式考虑了混凝土与钢筋作用的各个方面，但其计算结果约为实际抗剪承载力的一半，过于保守。
2)美国规范中的计算式考虑了钢筋销栓作用和剪切摩擦作用，忽略了结合面附近混凝土强度的影响，与本文试验情况符合，然而应用此计算式得到的结果远远大于竖向接缝实际抗剪承载力。这是由于美国规范高估了钢筋在整个竖向接缝抗剪中的作用，并没有考虑钢筋屈服后的折减系数，以及钢筋在同时发挥销栓作用和剪切摩擦作用时的折减系数。
3)由于我国规范、文献[10-11]中提出的抗剪承载力计算式均考虑了齿槽的抗剪作用，但是本文所研究竖向拼缝并未设置混凝土齿槽，所以在应用这3个计算式计算竖向接缝抗剪承载力时均忽略了混凝土齿槽的作用，本文应用我国规范、文献[10-11]中提出的计算式得到的计算结果都比较相近，且与试验值相差较小，说明这3个计算式具有一定的适用性，值得参考。另外，本文所研究竖向拼缝在未设置混凝土齿槽的情况下满足了结构的受力需求，抗剪承载力主要由纵向钢筋提供，混凝土齿槽的存在并非是必要的，这从另一方面也表明：混凝土齿槽在竖向拼缝抗剪中的作用远小于剪切钢筋的作用。
表3 竖向拼缝抗剪承载力计算
Table 3 Calculated values of shear bearing capacity of vertical joints
计算公式来源WC-1WC-2WC-3计算值/kN试验值/kN计算值试验值计算值/kN试验值/kN计算值试验值计算值/kN试验值/kN计算值试验值日本规范[12]9720057972004497200．42美国ACI规范[13]338952003389515433846146我国规范[14]143521694808514354219650651436823150062文献[10]154000911543807015737068文献[11]154950861467906715006065
通过对表3中数据的横向比较可以得到以下结论：
1)应用表中任一公式分别计算试件WC-1—WC-3竖向接缝的抗剪承载力，得到的计算值比较接近，并未由于翼缘墙体的存在出现明显差异，这说明表中列出的5个公式均未考虑墙体截面形式对于竖向接缝抗剪承载力的影响。
2)试验结果表明，试件WC-1—WC-3的竖向接缝的抗剪承载力逐渐增加，说明翼缘墙体的存在提高了竖向接缝的抗剪能力。进一步分析原因可知,剪力墙底部截面的抗剪能力在一定程度上影响着竖向接缝的抗剪能力，底部截面抗剪承载力越高，竖向接缝越不易发生破坏，因此对于预制结构，要想保证竖向接缝的可靠性，必须首先保证水平接缝的抗剪能力。
通过对预制钢管混凝土剪力墙箍筋插销连接竖缝抗剪强度的分析，可以得到下列结论：
1)针对竖向拼缝的抗剪承载力计算，日本规范中的计算式过于保守，美国ACI规范高估了钢筋在整个竖向接缝抗剪中的作用，而我国规范中的计算式具有一定的适用性。
2)混凝土齿槽在竖向拼缝抗剪中的作用远远小于剪切钢筋的剪切-摩擦作用。
3)翼缘墙体的存在以及水平接缝抗剪能力的提高均有利于提高竖向接缝的抗剪能力。
参考文献
[1] NIGEL P M J. The PRESSS Program Current Status and Proposed Plans for Phase Ⅲ[J]. PCI Journal, 1996, 41(2):22-40.
[2] CRISAFULLI F J, RESTREPO J I. Ductile Steel Connections for Seismic Resistant Precast Buildings [J]. Journal of Earthquake Engineering, 2003, 7(4):541-553.
[3] PEKAU O, HUM D. Seismic Response of Friction Jointed Precast Panel Shear Walls[J]. PCI Journal,1991,36(2): 56-71.
[4] 陈建伟, 闫文赏, 苏幼坡. 装配式钢管混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2015, 36(增刊1):176-184.
[5] 万里波, 许国山, 杨清波. 箍筋插销连接剪力墙拟静力试验研究[J]. 工业建筑,2016,46(4):60-64.
[6] CHAKRABARTI S C，NAYAK G C，PAUL D K．Shear Characteristics of Cast-in Place Tertial Joints in Story-High Precast Wall Assembly [J]. ACI Structural Journal, 1988, 85(1): 30-45.
[7] 钱稼茹, 彭媛媛. 竖向钢筋套筒浆锚连接的预制剪力墙抗震性能试验[J]. 建筑结构， 2011, 41(2):1-6.
[8] CHOLEWICKI A. Load Bearing Capacity and Deformability of Vertical Joints in Structural Walls of Large Panel Buildings [J]. Building Science, 1971, 6(4): 163-184.
[9] ABDUL-WAHAB H M S. Strength of Vertical Joints with Steel Fiber Reinforced Concrete in Large Panel Structures [J]. ACI Structural Journal, 1992, 89(4): 367-374.
[10] 杨勇. 带竖向结合面预制混凝土剪力墙抗震性能试验研究[D]. 哈尔滨：哈尔滨工业大学, 2011.
[11] 常业军, 柳炳康, 宋国华. 装配式钢筋混凝土构件竖向齿槽接缝强度的研究[J]. 建筑科学,2000(6):38-42.
[12] 谷本清治, 水上明, 小野寺知子. シアキを有する Pca 造接合面におけるㄝん断伝达に关する研究[R]. 1998.
[13] ACI. Building Code Requirements for Structural Concrete ：ACI 318-05 [S]. American Concrete Institute, 2005.
[14] 中华人民共和国建设部.装配式大板居住建筑设计和施工规程：JGJ 1—91[S]. 北京:中国建筑工业出版社,1991.
YAN Wenshang1,2 SU Youpo1,3 CHEN Jianwei1,2
(1.College of Civil and Architectural Engineering, University of Science and Technology, Tangshan 063009, China;2.Tangshan Institute of Green Building Industrial Technology, Tangshan 063009, China;3.Earthquake Engineering Research Center of Hebei Province, Tangshan 063009, China)
Abstract ： To study the shear behavior of vertical joints by vertical reinforcement in vertical connections for single span prefabricated concrete filled steel tube (CFST) shear wall, the quasi-static experiments for three 1∶3 two-storey specimens with cross-sections of flat-shaped, L-shaped and I-shaped respectively were carried out. The results were compared with the calculated values from researchers at home and abroad and from related design specifications. It was shown that the contribution of concrete cogging to the total shear bearing capacity of vertical joints was far less than that of the dowel action of shear reinforcement. It was also shown that the shear bearing capacity at bottom exhibited a notable influence on deformation of vertical joints. When the shear bearing capacity at the bottom of the wall was high, the vertical joints were not easy to damage. The results showed that the reliability of vertical joints of prefabricated shear wall was closely related to the shear bearing capacity of horizontal joints.
Keywords： prefabricated shear wall; vertical joints; vertical reinforcement in vertical connections; shear bearing capacity
*国家自然科学基金项目(51278164)；华北理工大学青年基金项目(Z201502)。
第一作者：闫文赏，男，1988年出生，讲师，工学硕士。
收稿日期：2017-09-08
DOI: 10.13204/j.gyjz201802032
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